預應力混凝土連續剛構橋加固設計的探討

彭世恩,林桂萍,劉元剛

(四川省公路規劃勘察設計研究院有限公司,四川成都 610000)

在連續剛構橋前期推廣使用時，大家對它的認識還不夠全面，所以早期一批設計的預應力混凝土連續剛構橋經過十多年運營后，存在著或多或少病害，病害經過一段時間發展，其表現越來越明顯。有些病害由于設計對結構的認識不足造成；有些是施工中未按相關規范、規程施工造成；有些則是后期運營和養護過程中引起，這些均是早期預應力混凝土連續剛構橋病害發現的高峰期。

1 工程概況

該項目橋梁也不可避免出現了相關病害，本橋位于四川某市繞城高速公路上，一座跨越嘉陵江的特大橋，橋梁全長1 553.74 m，橋孔布置為：5×30 m簡支T梁+(63+2×110+63) m預應力混凝土連續剛構橋+35×30 m簡支T梁，該橋于2001年5月建成通車。設計上采用24.5 m寬單箱單室的梁體結構，懸臂長度達到5.75 m，該剛構橋的腹板縱向預應力鋼束均未設置下彎，采用水平布置。橋梁的布置圖見圖1、圖2。

圖1 嘉陵江大橋主橋立面

圖2 嘉陵江大橋斷面

2 橋梁病害情況及原因分析

在2014年例行檢查的過程中,發現很多裂縫，主要的典型病害分布如圖3所示。

圖3 主橋中跨的典型裂縫分布

依據JTG/T H21-2011《公路橋梁技術狀況評定標準》對清泉寺嘉陵江大橋技術狀況進行評定。該橋技術狀況評分Dr為56.3，屬于4類橋梁，即主要構件有大的缺損，嚴重影響橋梁使用功能。

根據原設計文件和竣工文件等相關資料，通過有限元軟件對結構做整體和局部分析計算，查找原橋裂縫產生原因。建立的計算模型如圖4所示。

圖4 空間網格模型

2.1 腹板內部斜裂縫

通過精細化分析和原橋結構的計算，腹板內部斜裂縫主要原因通過計算分析，基本了解了該橋產生病害的原因分析如下：

造成腹板內部斜裂縫的直接原因是主拉應力過大，其裂縫的走向多垂直于主拉應力方向，吻合得較好，其主要影響因素：

(1)主橋梁段的腹板較薄，抗剪能力較弱；

(2)豎向預應力筋布設較少，縱向預應力鋼束無腹板下彎束，同時梁高相對較低，豎向預應力損失較大；

(3)四車道采用整幅單箱單室箱梁，一個車道置于大懸臂上，長期的偏心荷載作用，使薄壁箱梁扭轉和畸變相對突出，即產生的附加正應力、剪應力增加，加大了主拉應力；

(4)單室箱梁底板跨徑較大，在其自重作用下，腹板內緣產生橫向拉應力，且永久作用，加上箱內外溫差作用，增大了箱內拉應力，致使二維應力狀態下的腹板內緣主拉應力大于外緣，同時造成斜裂縫多而密集。

(5)長期的超載、超速車輛作用，造成橋梁結構裂縫發展，帶來較大安全隱患。

2.2 底板外部縱向裂縫

造成底板外部縱向裂縫的直接原因是箱底板自重、箱內外溫差和薄壁箱梁扭轉和畸變產生的附加應力等。同時底板曲線預應力張拉引起徑向反力作用，造成底板中部下緣開裂。

箱梁底面寬度為13 m，底板自重彎矩使腹板內側受彎。橫斷面內箱梁彎矩(自重+橫向預應力)如圖5所示。

圖5 箱梁橫向彎矩圖示意

2.3 跨中下撓

跨中下撓的主要原因：

(1)下撓主要由混凝土結構的收縮徐變引起；

(2)梁體剪切裂縫造成剛度降低，使結構本身變弱，加劇了跨中下撓。

(3)邊跨頂板橫向裂縫會造成邊跨剛度比計算值低，也導致主跨跨中下撓。

3 加固設計

本次加固設計目的本著提高橋梁本身承載力，受力上滿足原設計規范要求，達到橋梁本身使用功能。同時還考慮以下幾點因素：

(1)維持設計荷載標準，加固力求不過度增加主橋荷載；

(2)解決當前病害和關注長遠安全并重；

(3)加固措施合理可行，針對性強，操作方便；經濟性和加固有效性并重。

3.1 體外預應力鋼束

通過施加體外預應力改善結構的整體性能和減緩跨中撓度，同時對梁體的主拉應力進行改善，避免箱梁腹板繼續開裂，增強梁體整體抗剪承載能力。

前期提出了幾個鋼束布置方案做比選后最終通過精細分析確定采用的實施方案見圖6。

圖6 鋼束布置(單位：cm)

鋼束采用了多支點的轉束布置方式具有以下優點：

(1)節約了體外預應力索的用量。原方案用量為約54 t，方案優化后約為40 t，同等效果下減少了25 %的預應力鋼束用量；

(2)在錨固點和轉換點位置減少了對頂板及底板的受力影響，防止后期施工和運營過程中對結構二次破壞；

(3)更好地將體外預應力索斜向分力傳遞給腹板，對腹板裂縫發展有抑制作用，較好地達到了本次加固的目的；

(4)施工方便，施工中的加工更方便，張拉鋼束的工作量也減少。

對轉向塊的選擇上采用了混凝土和鋼構件進行比較，最終采用了鋼構件作為實施方案，轉向塊構造如圖7所示。

圖7 轉向塊設計構造(單位：cm)

通過精細化分析后，考慮對原橋結構影響降到最低，由頂板和底板之間采用錨板和槽鋼連接成整體，在索形上盡量對頂底板產生較小的應力。在梁端部和跨中的索力單向較大處采用混凝土轉向塊方式解決其附加應力(圖8)。

3.2 腹板加固

根據對腹板的精細化分析，原橋結構在腹板箍筋上配置是滿足結構要求，但是對于縱向鋼筋配置偏弱，在相應節段增加順橋向鋼筋布置。本次采用了粘貼鋼板方式進行補強，鋼板與腹板混凝土間壓力注膠。鋼板采用厚度為10 mm條狀鋼板，條帶寬度100 mm，條帶間距為250 mm。鋼板順橋向粘貼，與腹板一起承受剪力(圖9)。

圖8 混凝土轉向塊體外束計算結果

3.3 箱梁底板修復

通過分析得知，底板裂縫由于曲線預應力張拉和跨度較大引起，造成底板中間下緣開裂。加固方案是在底板外側粘貼張拉碳纖維板對其施加主動力增強其抗裂性，碳纖維板采用寬度50 mm，厚度為2 mm高強碳纖維板，彈性模量達到160 GPa，張拉力為0.4σcon。布置間距為近跨中段1 m，近橋墩段為1.2 m。同時在每個階段底板增加4個邊長50 mm正方形通氣孔，開孔時注意避讓鋼筋和碳纖維板位置，并將原有通氣孔疏通(圖10)。

圖9 腹板順橋向粘帖鋼板加固

圖10 底板張拉碳纖維板控制其裂縫(單位:cm)

4 加固前后比較

采用以上方案加固完成后與原設計的結構受力比較圖如圖11。

圖11 加固后應力和原橋應力的對比

計算結果顯示，本方案開裂部分梁段的主拉應力能夠有效降低。開裂部分梁段的主拉應力降低明顯，梁段的主拉應力均減小至2.1 MPa以下。

圖12 加固后主橋豎向位移減少量

由圖12知邊跨最大抬升5.0 mm，中跨最大抬升9.0 mm。

綜上，此類方式對主拉應力的提高較為明顯和跨中撓度有局部提高和抑制其后期繼續下撓，達到預期加固目標。

5 加固成果監測

鑒于本橋結構的特殊性，為更好地長期了解加固后大橋的運營狀態，應對該橋長期監測。搜集該橋運營狀態相關數據，為大橋運營管理和后期維護做好基礎工作。為進行后期檢測，預埋了相應的磁通量傳感器和壓力傳感器，便于后期掌握其相應的索力數據(圖13)。

監測的過程為3年,第一年由于是剛完工，對橋梁整體影響較大，計劃在每季度測量一次，詳細了解加固過后效果和影響情況。第二年采用每半年測量一次，即在溫度最高點和最低點測量，便于掌握在溫度影響下對橋梁長期變形和受力。第三年及以后為每年測量一次，了解橋梁營運過程中長期的變化情況。長期運營監測的主要內容：

(1)主橋運營期間撓度(包括主橋梁體撓度和橋墩的變位等)。

(2)加固設計中設置的體外預應力壓力傳感器和磁通量傳感器的測量(搜集后期體外預應力索力隨后期運營變化數據)。

(3)運營過程中環境溫度變化對橋梁結構的影響(在溫度改變過程中對橋梁撓度和體外預應力索力的影響)；以及箱內外溫差引起腹板、梁體的受力變化等；

圖13 高程觀測點的預埋位置

(4)必要時對梁體特征斷面的應力監測(對全橋特征截面剪應力、正應力等測量)。

結構幾何形態監測為在橋梁橋面和橋墩上埋植測量點，測量其相應的橋梁變化撓度情況；結構截面應力監測為必要時(如測量的撓度變化大和索力變化大)結合相應的車輛荷載來確定橋梁應力變化；索力監測為測量前期設置的壓力傳器和磁通量傳感器的數據；溫度監測為測量過程中隨時測量溫度變化和車輛變化對橋梁各數據的影響。

繪制四個時間點下橋面高程的變化情況，分別對應三個時段(圖14)。

(1)時段一：2015年8月至2015年12月

(2)時段二：2015年12月至2016年12月

(3)時段三：2016年12月至2018年7月

圖14 結構在不同監測時刻間的高程變化值

圖14的橋面高程表明，在第一個時期，橋面整體下移約1.5～3.5 cm。在第二個時期，全橋的橋面高程發生了與第一個時期相反的變化，橋面整體上抬1.5～2.5 cm。在最后一個時期，結構位移變化相對較穩定，最大位移不超過1 cm。在體外預應力的作用下，結構變形慢慢趨于穩定。

由圖15可知近一半的鋼束錨下壓力減小值在4 %以內說明體外預應力的現存預應力總的趨勢在減小，所施加的預應力隨著時間推移有減小趨勢，但是總體上變化越來越小。

圖15 壓力傳感器測量結果變化(2018-2015)統計

通過對結構的長期觀察，本次加固后的變形和體外預應力索力變化較小，能夠滿足相關規范要求，達到了設計的預期。

6 結束語

通過對該橋的病害處治和運營階段監控監測，本次采用體外索加固方式到達了預期效果，抑制了腹板的進一步開裂和跨中的進一步下撓，提高了整個橋梁的承載能力。通過本項目的維修加固方式對后期此類橋梁的設計和施工有一定參考價值。